東海區域基于有限元軟件的筒型基礎校核分析

嚴維峰，許文兵，李 根，李利飛，丁意達，施覽玲

1.中海石油有限公司上海分公司，上海 200050

2.中國石油大學（北京），北京 102200

筒型基礎具有施工便利、造價低、投資少、高機動性和靈活性、可持續使用等特點，近二十多年來在海洋工程上得到廣泛的應用，并且有著廣闊的發展前景。利用潛水泵，可以很容易地將筒型基礎沉放到海底土內，因此常用于各種海上結構設施，如浮筒定位、海上軍事工程、導管架、燈塔、船只系泊和海上石油鉆取等各種平臺。建造周期短、投入低且安裝工藝簡單的筒型基礎樁基結構能夠為油氣資源豐富但豐度較低區塊的開發以及對開發作業敏感的海域探井的布置和開發提供有力支持，大幅度降低勘探開發成本，對增儲上產具有極為重要的意義。

李文帥等[1]針對沉貫過程中土體變形大的特點，運用顆粒流軟件建立了筒型基礎動態沉貫安裝模型；劉潤等[2]開展了比較完整的室內模型試驗研究，模擬了筒型基礎的自重沉放與負壓沉貫過程，基于相關理論推導了筒型基礎沉放最大徑向影響范圍計算公式；Xing等[3]基于上部荷載特性和土體參數，探究黏性土中筒型基礎承載力規律，總結極限水平荷載和極限彎矩荷載對筒型基礎破壞的影響；馬文冠等[4]開展了粉土中筒型基礎的現場貫入試驗，觀測了自重下沉階段與負壓貫入階段筒型基礎貫入阻力與貫入深度的關系，提出了粉土中計算沉貫阻力的方法，并對不同筒端形式的減阻效果進行了深入分析；Xu等[5]通過建立單樁復合管式基礎-基礎的大型三維仿真模型，計算其在各種荷載共同作用下的應力和變形，評價了單樁復合管式基礎的穩定性。通過對前人的研究進行總結，目前尚缺少結合具體現場的有限元分析，使用SACS和PLAXIS進行吸力筒導管架基礎結構一體化設計，可以有效模擬驗證其施工可行性，以期為現場施工提供指導。

本研究針對東海某海域環境條件和土質情況，利用迭代法比選出同時滿足穩定性和經濟性要求的筒型基礎。

1 理論模型

1.1 壓拔承載力計算模型

現階段，壓拔承載力Qs（kN）的計算參考API RP 2A-WSD（2005）[6]中6.4節的要求：

式中：f為導管單位面積表面摩擦力，kPa；As為樁側表面積，m2；α為無量綱系數；Su為目標區域土樣的不排水抗剪強度，kPa；Ψ為討論點的系數，無量綱；P′0為計算點的有效上覆土壓力，kPa；K為水平側壓力系數（若未完全閉塞，K取0.8；若完全閉塞，則K取1.0）；P0為有效上覆應力，kPa；δ為樁土界面摩擦角，（°）；γi為土層的有效重度，kN/m3；hi為各土層厚度，m。

同時，需要滿足以下公式：

式中：Qt為抗拔承載力，kN；Qs外側為筒外壁側摩阻力，kN；Qs內側為筒內壁側摩阻力，kN；G桶內土重為桶內土體重量，kN；G桶重為筒型基礎自重，kN；T為抗拔力設計值，kN；Qk為抗壓承載力，kN；Qs為側壁摩擦力，kN/m2；Qb為桶頂蓋軸向承載力，kN；q為單位樁端承載力，kPa；Ap為筒頂蓋面積，m2；S為承載力設計值，kN。

1.2 沉貫阻力計算模型

桶基礎結構下沉入土時的下沉阻力主要包括桶壁的側摩阻力和桶端部的端阻力兩部分，桶形基礎下沉阻力參照《Offshore soil mechanics and geotechnical engineering》 （DNV GL-RP-C212） 第7.3.3節筒的沉貫阻力計算公式進行計算：

式中：R為沉貫阻力，kN；kp（d）為筒端端阻力的經驗系數；d為復合筒貫入深度，m；Ap為裙底面積，m2；c（d） 為筒端持力層錐尖阻力，kPa；c（z）為土層不排水剪切強度，kPa；AS為筒裙面積（內外），m2/m；kf（z）為側摩阻力經驗系數。

2 有限元分析

2.1 建立模型

筒型基礎計算模型（見圖1）由筒型基礎結構、土壤和結構-土界面單元組成。土壤本構模型采用HS土體硬化模型，筒型基礎采用3D板單元，筒體和土壤之間設置界面單元。

圖1 筒型基礎計算模型

考慮到目標區塊的土質分層情況及上部載荷估算值，設計筒型基礎直徑13 m，筒高25 m，壁厚58 mm，筒頂蓋板板厚55 mm。筒頂加強肋板板厚40 mm，共8塊，均勻布置于筒頂蓋板之上。

壓載工況：水平力Fx=6 062 kN，豎向壓力Fz=50 160 kN，彎矩My=5 785 kN·m。

上拔工況：水平力Fx=5 989 kN，豎向拉力Fz=43 018 kN，彎矩My=4 644 kN·m。

2.2 筒頂壓拔承載力分析

筒型基礎的設計入土深度25 m。根據式（1）～式（8），計算得到如表1～表4所示的載荷分析結果。

表1 土層基本參數

表2 載荷分析統計

表3 抗拔承載力校核結果

表4 抗壓承載力校核結果

根據以上分析得到：給出的筒型基礎尺寸下，其抗壓承載力和抗拔承載力安全系數均滿足API中規定的要求（＞1.5）。

2.3 在位穩定性分析

提取SACS模型中的合水平力與合彎矩，且二者同向。壓載、上拔工況下的位移云圖見圖2、圖3。

圖2 壓載工況下的位移云圖

圖3 上拔工況下的位移云圖

壓載工況下：最大水平位移100.6 mm，小于1%D（即130 mm）；最大不均勻沉降193.62 mm；筒頂轉角9.2‰。

上拔工況下：最大水平位移65.8 mm，小于1%D（即130 mm）；最大向上位移84.3 mm；筒頂轉角5.65‰。

2.4 沉貫阻力計算和屈曲驗算

根據式（9）并根據不同入泥深度對應的沉貫阻力（見圖4），可以得到最大沉貫阻力。

圖4 筒型基礎沉樁阻力隨入泥深度變化規律

根據以上結果可以得到，沉貫到位所需要的壓差值可能為510.16 kPa，在淺層夾砂層的下沉難度較大。建議在現場作業過程中采用550 kPa以上的設備進行安裝作業。

在使用最大沉貫阻力設計的條件下，沉貫過程中屈曲應力小于屈曲強度，結構滿足要求。圓筒殼體屈曲局部穩定參照《Buckling strength of shells》（DNV GL-RP-C202）進行計算。

對于經受一項或多項荷載（軸拉荷載、軸壓荷載、彎曲荷載、環向壓或拉荷載、扭轉、剪切）的殼結構，其穩定性需滿足如下要求：

設計屈曲強度fksd按如下公式計算：

式中：σj,Sd為設計等效mise應力，N/m2；fksd為殼體的設計屈曲強度，N/m2；fks為殼體的特征屈曲強度，N/m2；γM為材料系數，無量綱。材料系數γM按照如下公式取值：

σj,Sd按如下公式計算：

式中：σa,Sd為軸向荷載對應的設計軸向應力（拉為正），N/m2；σm,Sd為彎矩荷載對應的設計彎曲應力（拉為正），N/m2；σh,Sd為外部水壓荷載對應的設計環向應力（拉為正），N/m2；τSd為扭轉荷載和剪切荷載對應的設計剪切應力，N/m2。

式中：NSd為軸向荷載，N；M1,Sd，M2,Sd為彎矩荷載，N；Q1,Sd，Q2,Sd為剪切荷載，N；τSd為扭轉荷載，N；PSd為環向荷載，N。

屈曲強度特征值fks按下列公式計算：

式中：fEa為軸向荷載對應的彈性屈曲強度，N/m2；fEm為彎矩荷載對應的彈性屈曲強度，N/m2；fEh為水壓力、外部壓力和圓周壓力對應的彈性屈曲強度，N/m2；fEτ為扭轉、剪切對應的彈性屈曲強度，N/m2。

結合校核分析方法及數值模擬結果，得到筒型基礎在沉樁過程中屈曲應力和屈曲強度隨入泥深度的變化規律，如圖5所示。

圖5 筒型基礎沉樁過程中屈曲應力和屈曲強度隨深度變化規律

從圖5可以看出：隨著入泥深度的增加屈曲應力逐漸增大，而屈曲強度則先減小后增大，表明筒型基礎沉入至硬土層（砂粘互層或砂層）時屈曲強度降低；0～25 m的入泥深度范圍之內，屈曲強度均大于屈曲應力，即滿足規范對屈曲應力的要求；入泥深度為7.5～16 m時，屈曲強度接近屈曲應力，實際作業過程中需要放慢沉入速度并隨時觀察筒型基礎的變形情況，防止發生屈曲變形。

3 結論

（1）開展了壓載工況和上拔工況下的承載力分析，結果表明所給筒型基礎參數滿足相關規范中對抗拔阻力和承載力的要求。筒型基礎得到其最大水平位移小于1%D，滿足穩性要求；得到了最大不均勻沉降和筒頂轉角，可為現場安裝施工提供參考數據。

（2）開展了筒型基礎沉樁阻力計算和屈曲分析，得知隨著入泥深度的增加屈曲應力逐漸增大，而屈曲強度則先減小后增大，表明筒型基礎沉入至硬土層（砂粘互層或砂層）時屈曲強度降低；0～25 m的入泥深度范圍之內，屈曲強度均大于屈曲應力，即滿足規范對屈曲應力的要求；入泥深度為7.5～16 m時，屈曲強度接近屈曲應力，實際作業過程中需要放慢沉入速度并隨時觀察筒型基礎的變形情況，防止發生屈曲變形。